高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)混合器穩(wěn)態(tài)氣動(dòng)性能研究

摘要：為揭示高空模擬試車臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)Y型混合器的氣動(dòng)性能，基于Standard k-ε湍流模型，采用Fluent軟件模擬分析了壓比、流量比和高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器內(nèi)部壓力、溫度、出口速度和壓降的影響。結(jié)果表明：混合器壓力和溫度近似對(duì)稱分布，壓力和溫度在導(dǎo)流柵和整流裝置截面存在較大梯度；當(dāng)壓比增加時(shí)，出口溫度分布趨于均勻，出口速度和壓降逐漸減小，其中混合器出口最高和最低溫度分別出現(xiàn)在距離左右壁面0.2 m附近；當(dāng)流量比為1.0時(shí)，混合器出口溫度分布最均勻；在試驗(yàn)范圍內(nèi)，進(jìn)口溫度對(duì)壓降、出口速度影響較大，隨著溫度的升高，高溫氣流側(cè)引起的壓降、出口速度增量分別是低溫氣流側(cè)的60.4%和92.1%。研究結(jié)果可為高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)建模提供理論支撐。

關(guān)鍵詞：高空臺(tái) Y型混合器 氣動(dòng)性能 壓比 流量比 高/低溫氣流溫度組合

中圖分類號(hào)：TH136 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1671-8755（2025）01-0075-10

Research on the Steady-state Aerodynamic Performance of the Mixer

in the Intake System of the High-altitude Platform

WU Xiangquan¹， ZHANG Jianping¹， ZHANG Song²， DAN Zhihong²，

LI Haodong¹， WANG Taojun¹

（1. School of Manufacturing Science and Engineering， Southwest University of Science

and Technology， Mianyang 621010， Sichuan， China; 2. Sichuan Gas Turbine Establishment，

Aero Engine Corporation of China， Mianyang 621703， Sichuan， China）

Abstract： In order to reveal the aerodynamic performance of the Y-type mixer in the intake system of the high-altitude platform， based on the standard k-ε turbulence model， Fluent software was used to simulate and analyze the effects of pressure ratio， flow ratio， and temperature combination of hot and cold airflow on the internal pressure， temperature， outlet-velocity and pressure drop of the Y-type mixer. The results show that the pressure and temperature of the mixer are symmetrically distributed， and the large gradients of pressure and temperature occur at the baffle and rectifier cross-sections. When the pressure ratio increases， the outlet-temperature distribution tends to be uniform， and the outlet-velocity and the pressure drop gradually decrease. The highest and lowest outlet-temperatures of the mixer occur at 0.2 m away from the left and right walls， respectively. When the flow rate ratio is 1.0， the outlet-temperature distribution of the mixer is the most uniform. Within the experimental range， the inlet temperature has a significant impact on pressure drop and outlet-velocity. With increasing temperature， the increments of the pressure drop and outlet-velocity caused by high-temperature airflow are 60.4% and 92.1% of that caused by the low-temperature airflow， respectively. The research results can provide theoretical support for modeling the air intake system of high-altitude platform.

Keywords： High-altitude platform; Y-type mixer; Aerodynamic performance; Pressure ratio; Flow ratio; Temperature combination of hot and cold airflow

高空模擬試車臺(tái)（簡稱高空臺(tái)）是一種在地面模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)高空環(huán)境并對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集、分析的大型試驗(yàn)設(shè)備。高空臺(tái)模擬試驗(yàn)是解決航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力學(xué)問題、機(jī)械系統(tǒng)問題、匹配性問題及控制規(guī)律問題不可或缺的重要手段^［1-2］。高空模擬試驗(yàn)需要在高空臺(tái)前艙模擬飛行狀態(tài)下的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣壓力、進(jìn)氣溫度，并保證后艙的靜壓為模擬飛行高度的壓力^［3］。為達(dá)成以上條件需要通過高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)對(duì)相關(guān)設(shè)備進(jìn)行調(diào)節(jié)。高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)相關(guān)設(shè)備主要包括管路、控制閥門以及混合器，其中混合器氣動(dòng)性能對(duì)高空試驗(yàn)艙進(jìn)氣壓力和溫度有直接影響^［4-7］。

國內(nèi)外許多科研人員對(duì)混合器的氣動(dòng)性能進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。劉國君等^［8］結(jié)合數(shù)值仿真分析和樣機(jī)試驗(yàn)得出了Y型脈動(dòng)微混合器的入口流量和脈動(dòng)頻率的最優(yōu)值之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。吳飛等^［9］采用基于Navier-Stokes方程組的三維流場數(shù)值仿真方法分析混合器，獲得了進(jìn)氣預(yù)旋角對(duì)混合排氣系統(tǒng)氣動(dòng)熱力性能的影響規(guī)律。艾志久等^［10］基于CFD方法模擬內(nèi)置葉片型靜態(tài)混合器，得到了葉片數(shù)量及排列方式對(duì)靜態(tài)混合器混合效果的影響規(guī)律。王娟等^［11］提出了一種新的混合器入口結(jié)構(gòu)和漸縮型出口結(jié)構(gòu)，通過數(shù)值模擬方法驗(yàn)證了新結(jié)構(gòu)在出口氣流溫度均勻性以及熱混合效率等方面的提升。Ivorra等^［12］研究了一種微流體混合器，發(fā)現(xiàn)了混合器幾何參數(shù)和流動(dòng)參數(shù)對(duì)混合時(shí)間的影響規(guī)律，對(duì)微流體裝置的優(yōu)化和設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)作用。裴凱凱等^［13］采用k-ε湍流模型對(duì)快速噴射混合器進(jìn)行了模擬研究，揭示了混合器噴嘴噴射速度、噴嘴直管段長度、噴嘴個(gè)數(shù)和工業(yè)負(fù)荷變化對(duì)混合效果的影響規(guī)律，其模擬研究方法對(duì)氣-氣快速噴射混合器的工程開發(fā)有重要的指導(dǎo)意義。鮑鋒等^［14］揭示了收縮段曲線、進(jìn)氣孔數(shù)目、擴(kuò)張角度對(duì)摻混性能和摻混效率的影響規(guī)律。何秀華等^［15］驗(yàn)證了被動(dòng)式微混合器混合性能，發(fā)現(xiàn)雷諾數(shù)超過20可實(shí)現(xiàn)流體的完全混合。胡青松等^［16］ 揭示了供油時(shí)間、主閥質(zhì)量等因素對(duì)混合器出口流量和氣液兩相流形成時(shí)間的影響規(guī)律。Basinskas等^［17］使用離散元法對(duì)間歇式混合器的混合效率進(jìn)行數(shù)值研究，得到了粉量、葉片速度、初始加載模式和二次混合對(duì)混合程度的影響規(guī)律。馬連湘等^［18］發(fā)現(xiàn)了T型混合器的側(cè)管入口角度對(duì)混合性能的影響，揭示了側(cè)管入口速度與主管速度比對(duì)混合效果的影響規(guī)律。王鋒等^［19］提出了一種局部混合率計(jì)算方法，總結(jié)了進(jìn)口流速與葉片轉(zhuǎn)速對(duì)混合率的影響規(guī)律。Mukherjee等^［20］基于微分變換法（DTM）和同倫擾動(dòng)法（HPM）建立了Kenics型靜態(tài)混合器的數(shù)學(xué)模型，并結(jié)合數(shù)值模擬和實(shí)際實(shí)驗(yàn)對(duì)混合器平均壓降、無量綱渦流速度和溫度梯度進(jìn)行了驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)DTM與數(shù)值方法非常吻合。

綜上所述，研究人員基于混合器結(jié)構(gòu)、進(jìn)氣預(yù)旋角、混合器葉片數(shù)量及排列角度、雷諾數(shù)等影響因素對(duì)混合器的混合性能及混合效率進(jìn)行了模擬分析，在混合器流場、流動(dòng)與混合方面已取得較多有價(jià)值的研究成果，為高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)混合器的研究提供了有力的理論基礎(chǔ)和支撐。而在高空臺(tái)模擬試驗(yàn)過程中，混合器需要面臨多種試驗(yàn)工況，不同工況下混合器的進(jìn)出口壓比、進(jìn)口流量比、進(jìn)口氣流溫度組合不同。因此，結(jié)合高空臺(tái)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)工況的壓比、流量比、高/低溫氣流溫度組合分析混合器氣動(dòng)性能，可為高空臺(tái)進(jìn)氣控制系統(tǒng)建模提供理論支撐，并為混合器的相關(guān)研究提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 物理模型與網(wǎng)格

1.1.1 物理模型

研究對(duì)象是高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)的Y型混合器，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

由圖1可以看出，混合器由主體、高溫氣流接管、低溫氣流接管、混合氣出口接管、導(dǎo)流柵和整流裝置6部分組成。其中導(dǎo)流柵由若干隔板和弧板組成，與殼體共同構(gòu)成混合器流通通道，整流裝置由若干等距縱橫交錯(cuò)的隔板組成?；旌掀鞴ぷ鲿r(shí)，高/低溫兩股氣流分別從兩進(jìn)口進(jìn)入混合器，在導(dǎo)流柵的作用下，高/低溫氣體形成了間隔排列的層狀分布，此時(shí)氣體具有較大的初始接觸面積，在導(dǎo)流柵出口截面處，高/低溫氣流開始混合，混合氣流流經(jīng)整流器以削減混合過程所形成的紊流，使氣流平穩(wěn)地流出混合器到達(dá)試驗(yàn)艙。

1.1.2 網(wǎng)格劃分

為滿足模擬分析所需，在保留必要細(xì)節(jié)的基礎(chǔ)上，對(duì)混合器內(nèi)部固定螺栓、弧板、固定底座和隔板支撐柱等結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化，簡化后的混合器物理模型如圖2（a）所示。為使混合器內(nèi)部空氣流動(dòng)更接近實(shí)際情況，使混合器進(jìn)口流動(dòng)充分發(fā)展，避開整流器出口紊流部分，使進(jìn)口延長管徑2d（d為進(jìn)口接管直徑）、出口延長管徑6D（D為出口接管直徑）的區(qū)域?yàn)檎黧w域，如圖2（b）所示。因整流器出口位置存在較強(qiáng)紊流，且相對(duì)于整個(gè)流體域而言，整流器出口后端較長一段流體域溫度和壓力變化很小，為準(zhǔn)確描述混合器壓力和溫度變化，考慮到混合器的對(duì)稱性，取距整流器出口1D位置橫截面為檢測截面，其檢測結(jié)果的面積加權(quán)平均值作為混合器出口溫度、壓力、速度。取檢測截面與Y形徑向截面交線為檢測線，該線總長2.388 m，左右側(cè)為壁面，關(guān)于混合器出口中心軸對(duì)稱，線上的溫度和壓力可以反映混合器出口溫度和壓力變化。由于混合器模擬的介質(zhì)為高/低溫空氣，故上述出口檢測截面和檢測線上的溫度分布情況可描述混合器的混合效果，其中檢測線上的溫度分布可直觀看出混合均勻度。經(jīng)過初步模擬試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)高低溫氣流進(jìn)口段和混合氣出口段流體域溫度、壓力、速度等變化較小，為方便對(duì)比，取部分混合器出口徑向截面、導(dǎo)流柵出口截面、整流器出口截面以及檢測線位置的溫度、壓力等數(shù)據(jù)對(duì)混合器氣動(dòng)性能進(jìn)行分析，具體截面及檢測線位置如圖2（c）所示。

選用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)混合器進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將混合器流體域分成兩進(jìn)口段、混合器段、出口段共4部分，在保證模擬計(jì)算精度的基礎(chǔ)上對(duì)每一部分單獨(dú)進(jìn)行網(wǎng)格尺寸劃分，其中混合器兩進(jìn)口段一出口段采用相同精度參數(shù)控制網(wǎng)格劃分，對(duì)于混合器段，因其流體域形狀、內(nèi)部流動(dòng)情況復(fù)雜，對(duì)其網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。

通過網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)后，最終確定全局尺寸設(shè)定為200 mm，混合器部分尺寸設(shè)定為100 mm，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 469 463，單元數(shù)為7 742 916，最終網(wǎng)格如圖 3所示。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 基本方程

在實(shí)際試驗(yàn)中，混合器的工質(zhì)是空氣，因此，在模擬過程中選取流體工質(zhì)為理想氣體。結(jié)合氣體狀態(tài)方程、質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程^［21］、能量方程表示空氣流動(dòng)過程：

式中：p為絕對(duì)壓力，Pa；v為氣體的比體積，m³·kg^-1；R_g為氣體常數(shù)，值為0.287 06 kJ·（kg·K）^-1；T為絕對(duì)溫度，K；ρ為氣體密度kg·m^-3；u為氣體速度矢量，m·s^-1；F為單位體積氣體上的質(zhì)量力，N·m^-3；E為單位質(zhì)量氣體的總能量，kJ；λ為氣體的導(dǎo)熱系數(shù)，W·m^-1·K^-1；Q為單位質(zhì)量氣體的熱源項(xiàng)。

1.2.2 Standard k-ε湍流模型

因混合器內(nèi)部氣體動(dòng)力黏度數(shù)量級(jí)較?。ㄒ姳?），雷諾數(shù)與動(dòng)力黏度成反比，故流動(dòng)過程中雷諾數(shù)遠(yuǎn)超2 000，需要考慮湍流影響。由于Standard k-ε 具有高精度且簡單有效的特性，適用于混合器的數(shù)值模擬，Standard k-ε模型^［22］為：

式中：μ_t為湍流黏度系數(shù)；σ_k，σ_ε為k，ε的湍流普朗特?cái)?shù)；S_k，S_ε為用戶自定義源項(xiàng)；G_b為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能項(xiàng)；G_k為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能項(xiàng)；Y_M為湍流馬赫數(shù)；u為流體速度，m·s^-1； μ為流體黏度，Pa·s；C_1ε，C_2ε，C_3ε 為模型常數(shù)。各模型常數(shù)值見表1。

1.2.3 壓比、流量比和高/低溫氣流溫度組合的定義

結(jié)合高空臺(tái)模擬試驗(yàn)環(huán)境條件，選用壓比、流量比、高/低溫氣流溫度組合3個(gè)因素研究其對(duì)混合器氣動(dòng)性能的影響。

壓比是指混合器出口靜壓和入口靜壓的比值：

P_r=P_outlet/P_inlet（7）

式中：P_r為壓比；P_outlet為混合器出口靜壓，kPa；P_inlet為混合器入口靜壓，kPa。壓比P_r范圍0.5～0.9，具體取值見表3。

流量比是指混合器低溫氣流進(jìn)口流量與高溫氣流進(jìn)口流量的比值：

F_r=F_cold/F_hot（8）

式中：F_r為流量比；F_cold為混合器低溫氣流進(jìn)口流量，kg·s^-1；F_hot為混合器高溫氣流進(jìn)口流量，kg·s^-1。F_r范圍0.2～2.6，具體取值見表3。

高/低溫氣流溫度組合T_r是指混合器高溫氣流進(jìn)口溫度與低溫氣流進(jìn)口溫度的組合，其中高溫取值范圍為293.15～453.15 K，低溫取值范圍為188.15～298.15 K。

1.2.4 物性參數(shù)

模擬所需空氣的物性參數(shù)主要受溫度影響，結(jié)合高空臺(tái)實(shí)際工況，查得200 kPa條件下溫度180～460 K范圍內(nèi)定壓比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力黏度如表2所示^［23］。從表2可以看出，定壓比熱容變化范圍較小，而導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力黏度隨溫度變化較大，為減小模擬誤差，結(jié)合表2數(shù)據(jù)調(diào)用Fluent軟件UDF自定義函數(shù)模塊中的DEFINE_PROPERTY宏對(duì)物性參數(shù)進(jìn)行定義，實(shí)現(xiàn)導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力黏度隨溫度的變化。

1.2.5 邊界條件

采用ANSYS/Fluent數(shù)值模擬分析壓比、流量比、高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器氣動(dòng)性能的影響。選用Standard k-ε湍流模型，采用Couple算法，離散格式除梯度設(shè)置選用Least Square Cell Based、壓力設(shè)置為二階以及湍流動(dòng)能設(shè)置為一階迎風(fēng)格式之外，其余項(xiàng)均設(shè)置為二階迎風(fēng)格式來進(jìn)行迭代求解，各項(xiàng)收斂殘差均設(shè)置為10^-6。工質(zhì)設(shè)置為空氣，理想氣體，操作壓力設(shè)置為0 Pa。邊界條件設(shè)置如下：

（1）進(jìn)口邊界：壓力進(jìn)口或流量進(jìn)口，參數(shù)設(shè)置詳見表3。

（2）出口邊界：壓力出口，參數(shù)設(shè)置見表3。

（3）壁面邊界：絕熱、無滑移。

表3中壓力為靜壓，通過調(diào)節(jié)進(jìn)口總壓使進(jìn)口靜壓達(dá)到對(duì)應(yīng)值，為減小模擬誤差，在實(shí)際模擬過程中保證進(jìn)口靜壓與設(shè)定值之差小于2.5 Pa，即進(jìn)口壓力誤差不大于10^-5 量級(jí)。

1.3 模擬方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證簡化方案與模擬方法的正確性，基于3組某高空臺(tái)實(shí)際試驗(yàn)工況對(duì)模擬方案進(jìn)行正確性驗(yàn)證，將實(shí)際試驗(yàn)中混合器入口前端壓力、溫度儀表測試所得壓力、溫度作為混合器模擬邊界條件，對(duì)比實(shí)際試驗(yàn)混合器出口流量計(jì)測得的流量與模擬分析所得混合器出口流量，結(jié)果如表4所示。

由表4可知，3組實(shí)際試驗(yàn)流量與模擬試驗(yàn)流量之間誤差均不高于5%，由此可知模型簡化方案與模擬方法可行。

2 結(jié)果分析

2.1 壓比的影響

2.1.1 溫度變化規(guī)律

圖 4是壓比對(duì)混合器內(nèi)部溫度分布及整流器出口溫度分布的影響。從圖 4可以看出，高/低溫氣流在導(dǎo)流柵的引導(dǎo)下開始在混合器腔體內(nèi)進(jìn)行混合，溫度梯度迅速變小，致使導(dǎo)流柵出口截面處出現(xiàn)了溫度突變現(xiàn)象。在壓比為0.5～0.9之間時(shí)，當(dāng)壓比減小時(shí)，混合器整流器出口檢測截面處溫度逐漸升高；在壓比一定時(shí)，總體情況是沿著檢測截面處徑向溫度逐漸增大，其中高溫氣流進(jìn)口側(cè)距壁面0.2 m附近溫度最低，低溫氣流進(jìn)口側(cè)距壁面0.2 m附近溫度發(fā)生了脈動(dòng)，最后達(dá)到最大。此外，隨著混合器壓比的減小，整流裝置截面平均溫度逐漸降低，混合器出口溫度分布均勻度降低，其最低溫度出現(xiàn)在混合器整流裝置出口截面處，其原因是整流裝置截面面積小，氣流流速大，溫度降低。

2.1.2 壓力變化規(guī)律

圖 5是壓比對(duì)混合器內(nèi)部壓力分布的影響。從圖 5可以看出，壓力沿出口徑向截面方向變化很小，壓力變化主要體現(xiàn)在出口軸向方向上，在導(dǎo)流柵出口截面，壓力呈中間高、兩側(cè)低的近似對(duì)稱分布，其主要原因是導(dǎo)流柵的導(dǎo)流作用使導(dǎo)流柵出口靠近對(duì)稱排列的兩側(cè)導(dǎo)流柵弧板附近的氣流速度較大，從而出現(xiàn)兩側(cè)壓力較低的情況；在混合器出口軸向方向上，隨著壓比的增加，等壓線向著混合器出口方向推進(jìn)。此外，導(dǎo)流柵和整流裝置截面存在局部負(fù)壓區(qū)，整流裝置截面負(fù)壓特別明顯，其原因是整流裝置處局部速度過大，壓力降低。

2.1.3 出口速度變化規(guī)律

圖6是壓比對(duì)混合器出口檢測截面平均速度的影響。從圖 6可以看出，在壓比0.5～0.9之間，出口速度隨壓比增大而減小，但并非線性減小，其原因是壓比增大時(shí)，壓力轉(zhuǎn)化為氣流的動(dòng)能減少，出口速度減小，壓力能與動(dòng)能的轉(zhuǎn)化遵循能量守恒，而速度與動(dòng)能之間并非線性關(guān)系，因此速度未呈現(xiàn)線性變化。壓比為0.9時(shí)出口速度為100.615 m/s，約為壓比0.5時(shí)的40.6%。

2.2 流量比的影響

2.2.1 溫度變化規(guī)律

圖7是流量比對(duì)混合器內(nèi)部溫度分布及整流器出口溫度分布的影響。由圖7可以看出，混合器溫度分布存在一定的對(duì)稱性，在整流裝置出口截面和檢測截面，隨著流量比的增加，出口溫度逐漸降低，兩截面等溫線向低溫進(jìn)口側(cè)推進(jìn)。在流量比一定時(shí)，總體上沿著檢測截面處徑向溫度逐漸減小，高溫氣流進(jìn)口側(cè)距壁面0.2 m附近溫度最低，低溫氣流進(jìn)口側(cè)距壁面0.2～0.5 m附近溫度最高，最高溫度出現(xiàn)的位置隨流量比增加而向中心移動(dòng)。此外，當(dāng)流量比為1.0時(shí)，出口截面溫度分布最均勻，溫差范圍最小。其原因是混合器內(nèi)部流道具有對(duì)稱性，使得流量比為1.0（即高/低溫氣流進(jìn)口流量相等）時(shí)，混合器內(nèi)兩氣體才能充分混合。

2.2.2 壓力變化規(guī)律

圖8是流量比對(duì)混合器內(nèi)部壓力分布的影響。由圖 8可知，隨著流量比增加，低溫氣流進(jìn)口段壓力逐漸增大，而高溫進(jìn)口段變化不大。在流量比 1.8～2.6之間，導(dǎo)流柵出口和整流裝置截面出現(xiàn)局部低壓，且低壓區(qū)域隨著流量比增加而增大。其原因是在導(dǎo)流柵出口截面，隨著低溫側(cè)進(jìn)口壓力增大，在導(dǎo)流柵的作用下，流向了低溫進(jìn)口對(duì)側(cè)，因此低溫進(jìn)口側(cè)出現(xiàn)局部低壓。而在整流器出口截面，可以把整流器看作節(jié)流元件，由于流通面積減小，壓力迅速減小，速度增大，而在高溫進(jìn)口壓力較低溫進(jìn)口側(cè)高，整流器出口壓力變化較小，因此高溫進(jìn)口側(cè)的壓降更大，氣流速度較低溫側(cè)更快，從而在對(duì)應(yīng)位置出現(xiàn)明顯的局部負(fù)壓區(qū)。

2.3 高/低溫氣流溫度組合的影響

2.3.1 溫度變化規(guī)律

圖9是高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器內(nèi)部溫度分布及整流器出口溫度分布的影響。從圖 9可以看出，高/低溫進(jìn)口氣流在導(dǎo)流柵的作用下分別在氣流進(jìn)口方向的對(duì)側(cè)富集，隨著高/低溫氣流溫差的增大，混合器出口溫差逐漸增大。在整流器截面和檢測截面，溫度近似對(duì)稱分布，隨著高/低溫氣流溫差增大，出口溫度逐漸降低，其中右側(cè)近壁面0.2 m范圍溫度最低，左側(cè)近壁面0.2 m范圍溫度最高。在檢測線上，靠近兩端0.2 m范圍存在較大溫度變化，而靠近中心溫度變化較為均勻，其原因是氣體在流經(jīng)混合器內(nèi)部流道時(shí)，由于慣性的存在，高/低溫氣體分別富集在進(jìn)口的對(duì)側(cè)，從而導(dǎo)致中間部分混合效果較好而兩側(cè)較差，因此混合器出口檢測線兩端區(qū)域溫度變化較大。除此之外，隨著單側(cè)進(jìn)口溫度的增加，檢測線上溫度梯度逐漸減小。

2.3.2 壓力變化規(guī)律

圖10是高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器內(nèi)部及整流器出口壓力的影響。從圖 10可以看出，氣流流經(jīng)混合器腔體內(nèi)，壓力逐漸減小。在低溫進(jìn)口氣流溫度不變時(shí)，隨著高溫進(jìn)口溫度的升高，混合器出口軸向截面等壓線上移，導(dǎo)流柵內(nèi)部壓力增大，導(dǎo)流柵出口截面低壓區(qū)域逐漸減小。在低溫進(jìn)口氣流溫度不變時(shí)，隨著高溫進(jìn)口氣流溫度的升高，檢測線上總體壓力降低，其原因是溫度升高導(dǎo)致空氣黏度升高，使得相應(yīng)位置流動(dòng)阻力增加，壓降增加。此外，在溫度一定時(shí)，檢測線上從左到右壓力逐漸增加，近壁面0.2 m范圍壓力變化明顯，而接近中間部分壓力分布均勻。最大壓差出現(xiàn)在高/低溫氣流溫度293.15 K/298.15 K組合，其壓差值為42.078 Pa。

圖11是高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器進(jìn)口與出口檢測截面之間平均壓降的影響。由圖11可知，隨著進(jìn)口溫度升高，壓降增大，進(jìn)口溫度與混合器壓降之間呈正相關(guān)，其中高/低溫氣流溫度組合 453.15 K/298.15 K壓降最大，為19 334 Pa。高/低溫氣流溫度組合293.15 K/188.15 K壓降最小，為19 226 Pa，其原因是溫度升高時(shí)空氣黏度增大，流動(dòng)阻力增大，壓降隨之增加。此外，各溫度進(jìn)口對(duì)壓降的影響曲線近似平行，取相鄰兩曲線之間的平均距離描述高/低溫進(jìn)口對(duì)壓降影響的差異，在試驗(yàn)范圍內(nèi)高溫進(jìn)口溫度引起的壓降增量約為低溫進(jìn)口的60.4%。

2.3.3 出口速度變化規(guī)律

圖12是高/低溫氣流溫度組合對(duì)混合器出口檢測截面平均速度的影響。由圖12可知，隨著進(jìn)口溫度的升高，出口速度升高，其中高/低溫氣流溫度組合453.15 K/298.15 K速度最大，為108.3 m/s。高/低溫氣流溫度組合293.15 K/188.15 K速度最小，為86.4 m/s。出口速度與溫度呈近似線性變化，其原因是隨著溫度的上升，空氣黏度增加，在進(jìn)出口壓比不變的情況下，壓降增加，能量轉(zhuǎn)化為空氣的動(dòng)能，因而出口速度增加。此外，各溫度進(jìn)口對(duì)出口速度的影響曲線近似平行，取相鄰兩曲線之間的平均距離描述高/低溫進(jìn)口對(duì)出口速度影響的差異，在試驗(yàn)范圍內(nèi)高溫進(jìn)口引起的速度增量約為低溫進(jìn)口的92.1%。

3 結(jié)論

基于Standard k-ε湍流模型，采用Fluent軟件模擬分析了壓比、流量比和高/低溫氣流溫度組合對(duì)高空臺(tái)進(jìn)氣系統(tǒng)Y型混合器內(nèi)部壓力、溫度、出口速度和壓降的影響。得到如下結(jié)論：（1）混合器流場中，溫度和壓力呈近似對(duì)稱分布，溫度分布隨高/低溫進(jìn)口溫度、壓力、流量差異增大而趨于不均勻。導(dǎo)流柵出口截面存在較大溫度梯度，整流裝置截面存在較大壓力梯度。（2）隨著混合器壓比增加，出口溫度分布趨于均勻，最高溫度和最低溫度分別出現(xiàn)在左右近壁面0.2 m附近，等壓線隨壓比增加沿混合器容腔軸線方向移動(dòng)，壓比越小，出口速度和壓降越大。（3）出口截面溫度隨流量比增加而升高，在流量比0.2～1.0之間，出口溫度分布趨于均勻，當(dāng)流量比為1.0時(shí)分布最均勻，在流量比1.0～2.6之間，出口溫度分布均勻性逐漸降低。（4）隨著高/低溫進(jìn)口溫度升高，出口溫度差異增大。整流器出口位置，壓力隨進(jìn)口溫度升高而降低，在近壁面0.2 m范圍內(nèi)壓力變化較大，靠近中間位置壓力變化小。出口速度和壓降隨溫度升高而增加，該增量隨溫度的增加而逐漸衰減。在試驗(yàn)范圍內(nèi)，高溫側(cè)溫度對(duì)出口速度的影響約為低溫側(cè)的92.1%，高溫側(cè)溫度對(duì)壓降的影響約為低溫側(cè)的60.4%。

參考文獻(xiàn)

［1］侯敏杰， 劉冬根. 航空發(fā)動(dòng)機(jī)高空臺(tái)的發(fā)展與展望［J］. 航空科學(xué)技術(shù)， 2012， 23（3）： 1-4.

［2］曹建國. 航空發(fā)動(dòng)機(jī)仿真技術(shù)研究現(xiàn)狀、挑戰(zhàn)和展望［J］. 推進(jìn)技術(shù)， 2018， 39（5）： 961-970.

［3］嵇琛. 高空臺(tái)排氣系統(tǒng)及排氣壓力調(diào)節(jié)［J］. 燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究， 1997， 10（2）： 16-20.

［4］MCAMIS R， MILLER J， BURDETTE R， et al. Modeling fluid flow networks［C］∥32nd Joint Propulsion Conference and Exhibit. Reston， Virginia： AIAA， 1996： 3120.

［5］GARRARD D， VAUGHN D， MILHOAN A， et al. Checkout testing of the new basic process control system at the aerodynamic and propulsion test unit［C］∥18th AIAA/3AF International Space Planes and Hypersonic Systems and Technologies Conference. Reston， Virginia： AIAA， 2012： 5969.

［6］DAVIS M， MONTGOMERY P. A flight simulation vision for aeropropulsion altitude ground test facilities［J］. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power， 2005， 127（1）： 8-17.

［7］MONTGOMERY P， BURDETTE R， KLEPPER J， et al. Evolution of a turbine engine test facility to meet the test needs of future aircraft systems［C］∥ASME Turbo Expo 2002： Power for Land， Sea， and Air， 2009： 119-128.

［8］劉國君， 趙天， 王聰慧， 等. Y型微混合器結(jié)構(gòu)與工作參數(shù)在兩相脈動(dòng)混合中的優(yōu)化［J］. 吉林大學(xué)學(xué)報(bào)（工學(xué)版）， 2015， 45（4）： 1155-1161.

［9］吳飛， 謝翌， 邵萬仁， 等. 進(jìn)氣預(yù)旋對(duì)環(huán)形混合器混合排氣系統(tǒng)氣動(dòng)熱力性能的影響［J］. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào)， 2015， 30（4）： 901-909.

［10］艾志久， 黃濤， 唐榮武， 等. 內(nèi)置葉片型靜態(tài)混合器結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究［J］. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造， 2011（3）： 123-125.

［11］王娟， 李軍， 高助威， 等. 熱風(fēng)混合器內(nèi)部流場的數(shù)值模擬與結(jié)構(gòu)改進(jìn)［J］. 過程工程學(xué)報(bào)， 2020， 20（2）： 148-157.

［12］IVORRA B， LóPEZ REDONDO J， RAMOS A M， et al. Design sensitivity and mixing uniformity of a micro-fluidic mixer［J］. Physics of Fluids， 2016， 28： 012005.

［13］裴凱凱， 李瑞江， 吳勇強(qiáng)， 等. 氣-氣快速噴射混合器的模擬研究［J］. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝， 2015， 31（1）： 33-39.

［14］鮑鋒， 涂立， 劉康， 等. Venturi式摻混器幾何參數(shù)對(duì)性能的影響［J］. 氣體物理， 2019， 4（1）： 53-63.

［15］何秀華， 王巖， 高凌峰. 內(nèi)置阻塊和擋板微混合器的性能［J］. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)， 2018， 36（12）： 1282-1287.

［16］胡青松， 張晉西， 陳奕婷， 等. AVE改進(jìn)型油氣混合器動(dòng)態(tài)工作特性分析［J］. 機(jī)床與液壓， 2019， 47（5）： 110-115.

［17］BASINSKAS G， SAKAI M. Numerical study of the mixing efficiency of a batch mixer using the discrete element method［J］. Powder Technology， 2016， 301： 815-829.

［18］馬連湘， 畢榮山， 鄭世清. T型混合器內(nèi)湍流混合的多尺度模擬［J］. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝， 2008， 24（2）： 103-107.

［19］王鋒， 孫中國， 劉啟新， 等. Y型微混合器內(nèi)流流場移動(dòng)粒子半隱式法數(shù)值分析［J］. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)， 2021， 55（5）： 162-170.

［20］MUKHERJEE J， PANDIT A B. Mathematical modelling of hydrothermal performance for Kenics type static mixer using power law obeying fluids［J］. The Canadian Journal of Chemical Engineering， 2022， 100（1）： 170-186.

［21］何培壘， 蘇金友， 劉志友， 等. 分開排氣大涵道比渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)高空模擬試驗(yàn)排氣布局評(píng)估［J］. 燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究， 2015， 28（2）： 7-13.

［22］WON S Y， LEE J G， YANG J S. The effect of the variation of the downstream region distance and butterfly valve angle on flow characteristics in a 90 degree bended elbow［J］. Modern Mechanical Engineering， 2014， 4（3）： 133-143.

［23］http：//www.ap1700.com/ AP1700 物質(zhì)物性計(jì)算與查詢平臺(tái).